Estudo do recobrimento cerâmico no comportamento em fluência da liga Ti-6Al-4V.

Estudo do recobrimento cerâmico no comportamento

em fluência da liga Ti-6Al-4V.

Heric Ramos Silva

Escola de Engenharia de Lorena, EEL – USP; Estrada Municipal do Campinho s/n, Campinho – Lorena, SP – CEP 12602-810 Bolsista PIBIC – CNPq

heric.silva@alunos.eel.usp.br

Danieli Aparecida Pereira Reis

Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA Bolsista CAPES

danielireis@hotmail.com

Tarcila Sugahara

Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA Bolsista PIBIC

tarcilasugahara@hotmail.com

Carlos Moura Neto

Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA Professor Adjunto III

mneto@ita.br

Francisco Piorino Neto

CTA – IAE Pesquisador fpiorino@iae.cta.br

Miguel J. R. Barboza

Escola de Engenharia de Lorena, EEL – USP Pesquisador

mibarboza@uol.com.br

Resumo. O objetivo deste projeto é a avaliação do efeito de recobrimento cerâmico na resistência à fluência de liga titânio. A liga selecionada (Ti-6Al-4V) será recoberta com NiCrAlY + ZrO2 através da técnica de aspersão térmica. O recobrimento além de atuar como barreira térmica, terá o efeito de reduzir a oxidação sob condições de ensaio. A liga será submetida a ensaios de fluência em temperaturas de 500, 600 e 700oC, inicialmente na modalidade de carga constante, na faixa de 312 a 520 MPa para a temperatura de 500oC; na faixa de 125 a 319 MPa para 600oC; e na faixa de 14-319 MPa a 700ºC. Estudos completos de recobrimento cerâmico na fluência da liga refratária Ti-6Al-4V são escassos na literatura. Serão obtidos para todos os casos, conjuntos de curvas e parâmetros experimentais relativos a regiões primária, secundária e terciária como função das tensões e temperaturas aplicadas. A ductilidade, taxa de fluência estacionária e tempo de vida serão avaliados quanto aos efeitos do recobrimento, podendo-se desta forma, estabelecer uma análise comparativa com os resultados obtidos sem recobrimento da mesma liga, em estudos anteriores. Conclui-se neste trabalho que as amostras que foram recobertas apresentaram maior vida em fluência e o mecanismo de deformação por fluência foi o de escalagem e movimentação de discordâncias.

Palavras chave: recobrimento cerâmico, fluência, ligas de titânio. 1. Introdução

A liga Ti-6Al-4V é normalmente utilizada na industria aeronáutica e aeroespacial principalmente para aplicações que requerem resistência em altas temperaturas, como por exemplo, palhetas de turbina. Um dos principais fatores que limitam a aplicação dessas ligas em alta temperatura é a grande afinidade do titânio por oxigênio e as propriedades de resistência à fluência. O processo de oxidação superficial é mais significativo acima de 600ºC, tornando o material torne mais frágil.

A oxidação pode ser evitada com a utilização de um recobrimento cerâmico no material, sendo depositado, pela técnica de aspersão térmica por plasma, zircônia parcialmente estabilizada com ítria (8% peso) (Metco 204B-NS) sobre um recobrimento metálico de CoNiCrAlY (AMDRY 995C).

O trabalho que está sendo executado tem como objetivo avaliar o efeito do recobrimento cerâmico na fluência da liga refratária Ti-6Al-4V visando um maior tempo de vida de componentes de turbina.

2. Revisão bibliográfica 2.1. A liga Ti-6Al-4V

Titânio e suas ligas são excelentes para aplicações como componentes estruturais submetidos a altas temperaturas devido a sua alta resistência, baixa massa específica, boa resistência à corrosão e estabilidade metalúrgica. Uma parte substancial da pesquisa em fluência tem sido dedicada à liga Ti-6Al-4V devido a sua importância industrial e tecnológica. A sua alta resistência à fluência é de grande importância para uso em motores (Evans,R.W., Wilshire, B., 1993). Entretanto, a afinidade com o oxigênio é um dos principais fatores que limitam sua aplicação como um material estrutural em altas temperaturas. A alta solubilidade sólida do oxigênio no titânio resulta na perda de material e na formação de uma camada frágil e de alta dureza durante a exposição ao ar em temperaturas elevadas. Têm sido observados avanços no desenvolvimento de ligas de titânio com o objetivo de aumentar as propriedades de fluência, embora a oxidação superficial limite o uso destas ligas a temperaturas superiores a 600ºC (Seco, F. J., Irrisari, A. M., 2001).

O titânio apresenta características interessantes distinguindo-se de outros metais leves, que é uma transformação de

fase ocorrendo a 882ºC na qual passa de uma estrutura hexagonal compacta () para uma cúbica de corpo centrado ().

Esta transformação alotrópica possibilita se obter ligas com microestruturas α, β ou mista α/β através de diferentes composições e tratamentos térmicos (Metals Handbook, 1981).

A liga Ti-6Al-4V tem grande importância comercial, oferecendo a possibilidade de alto limite de resistência à tração e boa capacidade de ser conformada. Seu principal uso é para componentes forjados como pás de turbinas para motores à jato (Perez, E. A. C., 2004).

2.2. Recobrimento cerâmico

O recobrimento cerâmico consiste em uma camada de ligação (bond coating), recobrimento metálico, que protege o Ti-6Al-4V da oxidação e também possibilita a ligação do substrato metálico com o recobrimento cerâmico (top coating), também chamado de recobrimento de barreira térmica (Thermal Barrier Coatings – TBCs) e são normalmente utilizados em turbinas de alta pressão para aumento do tempo de vida das palhetas e para aumento da eficiência de turbinas a gás (Siemers, P.A; Mehan, R.L, 1982.). O recobrimento cerâmico reduz a temperatura do metal base e ameniza os picos de temperatura durante a operação da turbina. Para fornecer a adesão do recobrimento cerâmico no substrato e proteção contra oxidação é necessário uma camada intermediária metálica. Este recobrimento metálico deve formar um filme de proteção de um óxido, através do qual a permeabilidade do oxigênio seja baixa. Tanto a camada metálica quanto a cerâmica é depositada por aspersão térmica por plasma (plasma spraying). A aspersão térmica é um processo simples e prático. Deste modo, recobrimentos cerâmicos obtidos por este método têm se tornado bem estabelecidos como processos comerciais (Xu, H.; Goug, S.; Deng, L., 1998)

2.3. Fluência

A fluência é definida como sendo a deformação permanente e dependente do tempo de materiais, quando submetidos a uma carga ou tensão constante. Geralmente, a fluência é um fenômeno indesejável e, com freqüência, é fator de limitação na vida útil de uma peça. Ela é observada em todos os tipos de materiais e para os metais, ela se torna

importante apenas em temperaturas superiores a aproximadamente 0,4 Tf (Tf é a temperatura absoluta de fusão)

(Callister, W.D., 2002)Embora a fluência atue em todas as temperaturas acima do zero absoluto, em geral os problemas

associados com a excessiva distorção de fluência ou eventual ruptura são observados após longos períodos de serviço experimentados apenas em altas temperaturas (Evans, R.W; Wilshire, B., 1993)

O ensaio de fluência pode ser realizado em temperaturas elevadas (e constantes) e com uma tensão aplicada constante. Como a seção do corpo de prova diminui durante o ensaio, dificultando a manutenção de uma tensão constante, é mais comum realizar-se o ensaio com carga constante, devido a constituir-se de uma condição real. No ensaio de fluência, mede-se o alongamento do corpo de prova em função do tempo. O regime de temperatura em que a

fluência se torna um fenômeno de importância é 0,5 Tf < T < Tf. Esta é a faixa de temperatura em que a difusão se torna

um fator significativo. A difusão, sendo um processo termicamente ativado, apresenta uma dependência exponencial

com a temperatura. Abaixo de 0,5 Tf, a velocidade de difusão é tão lenta que a influência deste fator pode ser

desprezada. A temperatura crítica para que a fluência comece a ser significativa varia de material para material.

Apesar da fluência já ser conhecida desde 1834, quando Vicat fez as primeiras experiências constatando o fenômeno, foi somente no século XX que investigações sistemáticas foram realizadas (Meyers, M.A; Chawla, K.K., 1982). As curvas de fluência podem, em geral, ser classificadas em três estágios: 1) primário ou transiente; 2): secundário, de taxa constante, ou quase-viscoso; 3): terciário. Esta divisão em estágios foi estabelecida por Andrade (Andrade, E.N., 1910), um dos pioneiros do estudo da fluência. O estágio 2, em que a taxa de deformação é constante, é o mais importante. Essa taxa de fluência é também conhecida como taxa mínima de fluência e corresponde ao ponto (ou região) de inflexão da curva. No estágio III, há uma aceleração da taxa de deformação levando a uma eventual ruptura do corpo de

prova. No ensaio de fluência em tensão constante, a carga deve diminuir à medida que a seção transversal diminui, de tal modo que a tensão permaneça constante. Em ensaios de fluência sob carga constante, a tensão aumenta continuamente devido ao decréscimo da área da seção transversal do corpo de prova. Em deformação plástica, o volume do corpo de prova é admitido como constante e um aumento de comprimento resulta em um decréscimo da área da seção transversal (Meyers, M.A; Chawla, K.K., 1982). A Fig.1 apresenta uma curva típica de fluência com a designação dos estágios.

Figura 1. Curva típica de fluência apresentando os estágios de fluência. 2.4. Mecanismos de fluência

Com o desenvolvimento da microscopia eletrônica de transmissão, é possível a realização de estudos diretos da estrutura de discordâncias dos metais deformados. Estas investigações indicam que, para uma gama muito grande de metais, existe uma relação simples entre a densidade de discordâncias e a tensão de deformação plástica de um metal. O encruamento dos metais está diretamente associado à formação de discordâncias no metal. A densidade de discordâncias formadas em uma dada deformação é freqüentemente uma função da temperatura do ensaio. Isso significa que, quando um metal é deformado até um determinado valor, o aumento de sua resistência mecânica pode depender da temperatura de deformação. Na maioria dos casos, quando o corpo de prova é deformado de um valor determinado, o encruamento resultante decresce com o aumento da temperatura (Reed-Hill, 1982).

De uma forma geral, os mecanismos mais aceitos para a explicação do processo de deformação por fluência em metais são os seguintes:

- transporte de átomos por difusão;

- escalagem e deslizamento de discordâncias e - deslizamento de contorno s de grão.

3. Procedimento experimental

A Fig. 2 apresenta a forma e as dimensões do corpo-de-prova que foi utilizado nos testes de fluência. Os corpos-de-prova foram confeccionados pela Fautec Ferramentaria Automação e Usinagem Ltda., de acordo com as especificações, sistemas de garras e extensômetros disponíveis.

Figura 2. Configuração do corpo-de-prova (dimensões em mm).

Para realização dos ensaios de fluência foram utilizados os fornos pertencentes ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica - ITA/CTA, da marca MAYES. Nos fornos foram adaptados sistemas elétricos e controladores, desenvolvidos pela BSW Tecnologia, Indústria e Comércio Ltda., segundo as exigências da norma ASTM E139/83 (Fig. 3).

Figura 3. Fornos de fluência.

Foi utilizado o Software Antares desenvolvido em conjunto também com a BSW, visando a coleta de dados relativos ao alongamento dos corpos de prova e as medidas de temperatura em períodos de tempo pré-determinados. Para a obtenção das medidas de alongamento, foi utilizado um transdutor do tipo LVDT Schlumberger D 6,50 com tensão de saída de 53,18 m V/V/mm, e para o controle de temperatura foi utilizado um termopar tipo Cromel-Alumel AWG24, apresentados na Fig. 4.

Figura 4. (a) Termopar e (b) LVDT utilizados nos ensaios.

A realização dos ensaios de fluência se procedeu de acordo com a norma ASTM E139-06 (ASMT, 1995) O forno de fluência foi desmontado peça por peça, as roscas principalmente as mais oxidadas foram lixadas e engraxadas, a estrutura foi remontada com o corpo de prova, encaixado na estrutura conectado ao extensômetro e com os termopares fixados próximo ao corpo de prova e o LVDT conectado ao extensômetro, como apresentado na Fig. 5.

Figura 5. Montagem do extensômetro e termopar no corpo de prova.

Ajustou-se o centro do corpo de prova com o centro do forno, quando necessário o nível do forno foi ajustado, os tijolos refratários e manta de fibra de vidro foram colocados nas extremidades superior e inferior do forno para impedir perda de calor (Fig. 6).

Figura 6. Ajuste do centro do forno e colocação da manta refratária.

O sinal de saída do LVDT é enviado a uma unidade de processamento, desenvolvida pela BSW Tecnologia, Indústria e Comércio Ltda., que convertia os sinais em medidas de alongamento por períodos de tempo pré-definidos pelo operador e alimentava o Software Antares.

Para a alimentação do software, foi utilizada a curva de calibração obtida por um calibrador de extensômetros de alta resolução, Instron modelo 2602-004, para um transdutor do tipo LVDT Schlumberger D 6,50 com especificação de 53,18 mV/V/mm, à temperatura de aproximadamente 35°C (Fig. 7).

Figura 7. Calibrador de extensômetro.

O forno foi ligado e a temperatura desejada ajustada no controlador do forno (Fig. 8). O software foi inicializado e o LVDT ajustado na sua faixa linear, entre 2500 e 3000 contagens (Fig. 9). No braço do forno foi colocada a pré-carga, 10% da carga total, para ajuste do sistema. Após 1 hora foi colocada a carga total e o ensaio iniciou.

Figura 8. Controlador de temperatura.

Figura 9. Software inicializado. 4. Resultados experimentais

A vida em fluência do componente depende da tensão na qual ele está sendo submetido. Podemos perceber esta dependência nas Fig. 10, 11 e 12. Conclui-se que quanto maior a tensão aplicada no material, menor é sua vida em fluência. 0 2 4 6 8 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 500 ºc 291 MPa 465 MPa 520 MPa de form açã o [ m m /m m ] tempo [h]

0 1 2 3 4 5 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 defo rm ação [m m /m m ] tempo [1/h] 600o C 250 MPa 291 MPa 319 MPa

Figura 11. Curva de fluência a 600°C variando a tensão aplicada em 250, 219 e 319MPa.

0 2 4 6 8 10 12 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 700o C 42 MPa 56 MPa 291 MPa defo rm ação [m m /m m ] tempo [1/h]

Figura 12. Curva de fluência a 700°C variando a tensão aplicada em 42, 56 e 291MPa.

A fluência também é dependente da temperatura de serviço, a Fig. 13 mostra a influência da temperatura na vida em fluência. Pode-se observar que quanto maior a temperatura menor a resistência em fluência.

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 291 MPa 500o C 600o_C 700o C defo rm ação [m m /m m ] tempo [1/h]

Figura 13. Curva comparativa de fluência a 291 MPa e temperaturas de 500, 600 e 700°C.

Das curvas de fluência obtêm-se os parâmetros experimentais de fluência, a partir do qual pode-se estimar o mecanismo atuante de deformação em fluência determinando uma constante (A ou B) e um expoente, chamado expoente de tensão (m ou n), em uma equação do tipo Arrhenius. A Tab. 1 nos fornece um comparativo entre as condições de ensaio desses parâmetros experimentais. Podemos confirmar as conclusões da dependência da vida em

fluência do componente pela tabela abaixo, analisando o tempo de ruptura do material (tr) nas diferentes temperaturas e

Tabela 1 – Tabela comparativa dos parâmetros experimentais de fluência. Temperatura [ºC] [MPa] tp [h] [1/h] tr [h] r [mm/mm] 500 291 36,0 0,0288 438,0 0,1936 465 0,27 0,0204 3,45 0,1272 520 0,56 0,0304 2,24 0,1056 600 250 0,38 0,0104 4,59 0,1490 291 0,25 0,0797 1,33 0,1908 319 0,03 0,1401 0,51 0,1353 700 42 0,97 0,0091 11,61 0,4719 56 0,39 0,0202 9,66 0,4064 291 0,003 9,4262 0,01 0,1914

Utilizando-se os parâmetros tp (tempo final do estágio primário) e tensão pode-se calcular a constante A e o

expoente de tensão m plotando um gráfico ln (tensão) versus ln (tp) para cada temperatura, que será necessário para

estimar o mecanismo de fluência primária. As curvas linearizadas estão apresentadas abaixo nas Fig. 14, 15 e 16. Da mesma forma como descrito acima, utilizando-se a taxa fluência estacionária ( ), obtem-se a constante B e o expoente de tensão n que determinará o mecanismo de fluência secundária. Ambos os mecanismos são termicamente ativados, portanto é necessário calcular a energia de ativação.

Para o cálculo da energia de ativação plota-se uma curva ln (taxa de fluência estacionária) versus 1/T e faz-se a

linearização para a obtenção da constante C e da energia de ativação. Os valores de n e Qc estão apresentados nas Fig.

17, 18, 19 e 20. Os mecanismos de fluência podem ser determinados por uma análise combinada do expoente de tensão m ou n com a energia de ativação calculada.

5,7 6,0 6,3 -2 0 2 4 ln (tem po fi nal do prim ário ) [h ] ln(tensão) [MPa] 500 o_C A = 3,43 E21 m = 8,14

Figura 14. Curva ln (tensão) X ln (tempo final do estágio primário) a 500ºC para obtenção do expoente de tensão m.

s



s

5,5 5,6 5,7 5,8 -4 -3 -2 -1 0 ln (tem po fi nal do prim ário ) [h ] ln (tensão) [MPa] 600 o_C A = 6,67 E22 m = 9,65

Figura 15. Curva ln (tensão) X ln (tempo final do estágio primário) a 600ºC para obtenção do expoente de tensão m.

4,0 4,8 5,6 -6 -3 0 ln (tem po fi nal do prim ário ) [h ] ln (tensão) [MPa] 700 o C A = 6,31 E4 m = 2,97

Figura 16. Curva ln (tensão) X ln (tempo final do estágio primário) a 700ºC para obtenção do expoente de tensão m.

5,7 5,8 5,9 6,0 6,1 6,2 6,3 -7,5 -7,0 -6,5 -6,0 -5,5 -5,0 -4,5 -4,0 -3,5 -3,0 ln (tax a de flu ên cia e staci on ária) [1 /h ] ln (tensão) [MPa] 500 o_C B = 1,19 E-23 n = 7,92

5,50 5,55 5,60 5,65 5,70 5,75 5,80 -5,0 -4,5 -4,0 -3,5 -3,0 -2,5 -2,0 ln (t a xa d e f lu ê n ci a se cu n d á ri a ) [1 /h ] ln (tensão) [MPa] 600 o_C B = 9,52 E-29 n = 10,87

Figura 18. Curva ln (taxa de fluência estacionária) X ln (tensão) a 600ºC para obtenção do expoente de tensão n.

3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 ln (t a xa d e f lu ê n ci a se cu n d á ri a ) [1 /h ] ln(tensão) [MPa] 700 o C B = 1,03 E-8 n = 3.63

Figura 19. : Curva ln (taxa de fluência estacionária) X ln (tensão) a 700ºC para obtenção do expoente de tensão n.

0,00100 0,00105 0,00110 0,00115 0,00120 0,00125 0,00130 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 ln (t a xa d e f lu ê n ci a e st a ci o n á ri a ) [1 /h ] 1/T [1/K] C = 4,8 E18 Q_c = 330,12 kJ/mol

Figura 20. Curva ln (taxa de fluência estacionária) X 1/T para obtenção da energia de ativação.

A energia de ativação calculada corresponde a do estágio secundário de fluência. Neste trabalho não foi calculado para o estágio primário, no entanto de trabalhos anteriores (Köppers, M.; Herzig, C.H.R.; Friesel, M.; Mishin, Y, 1997) foi calculado os valores de energia de ativação, sendo 303 e 329 kJ/mol para fluência primária e secundária, respectivamente. Pode-se perceber que energia de ativação calculada se mostrou bem próxima da obtida no trabalho de Köppers et al.

Baseado na correlação entre os dados obtidos na literatura e nos dados obtidos nas curvas de fluência nesse estudo pode-se sugerir que o mecanismo de fluência como sendo o de movimentação de discordâncias.

5. Conclusões

Do trabalho realizado podem ser obtidos novos dados para o estudo de fluência da liga Ti-6Al-4V, sendo esses os parâmetros experimentais de fluência, apresentados na Tab. 1. O trabalho realizado se mostrou compatível com os resultados obtidos por trabalhos anteriormente realizados como os de Köppers et al. Destes dados foi possível indicar qual o mecanismo de deformação por fluência nos estágios primários e secundários pela determinação dos expoentes de tensão m e n, juntamente com as constantes da lei de potência, e também calcular a energia de ativação para a fluência secundária. O mecanismo encontrado foi o de movimentação de discordâncias.

6. Agradecimentos

Agradeço ao ITA pela oportunidade de Iniciação Científica. Ao PIBIC – CNPq pela bolsa (Processo: 124488/2009-9). À Rolls-Royce Brasil por fazer a aspersão térmica nas amostras. Ao Grupo Fluência pelo acolhimento e agradável ambiente de trabalho. 7. Referências

Evans, R.W.; Wilshire, B. Introduction to creep. London: The Institute of Materials, 115p., 1993

Seco, F. J.; Irissari, A. M., Creep failure mechanisms of a Ti-6Al-4V thick plate. Fatigue Fract. Eng. Mater. Struc., Vol. 24, pp.741-742, 2001.

Metals Handbook, 9 ed, v. 4, Heat Treating; American Society for Metals Park Ohio 44073, 1981.

Perez, E. A. C., Influência da Microestrutura no Comportamento em Fluência da Liga Ti-6Al-4V, Dissertação de Mestrado, FAENQUIL-DEMAR, pp. 14,59, 2004.

Siemers, P.A.; Mehan, R.L. Mechanical and Physical properties of Plasma-Sprayed Stabilized Zirconia. NASA Technical Reports, n.NA53-21727, p.828-840, 1982.

Xu, H.; Goug, S.; Deng, L. Preparation of thermal barrier coating for gas turbine blades by EB-PVD. Thin Solid Films, v.334, p.98-102, 1998.

Callister, W. D. Ciência e Engenharia de Materiais - Uma Introdução. Rio de Janeiro: LTC, 2002. cap.8, p. 157-161. Meyers, M.A.; Chawla, K.K. Princípios de metalurgia mecânica. São Paulo: Edgard Blücher. cap.14, p. 406-420, 1982. Reed-Hill, R.E. Princípios de Metalurgia Física. Rio de Janeiro: Editora Guanabara Dois, 1982. cap.20, p. 703-753. American Society of Testing and Materials (ASTM). E139-06. Standard practice for conducting creep, creep-rupture

and stress-rupture tests of metallic materials. Philadelphia, 1995.

Köppers, M.; Herzig, C.H.R.; Friesel, M.; Mishin, Y. Diffusion intrinsic self-diffusion and substutional Al in a-Ti. Acta Mater. v.45, p.4181-4191, 1997.